UNIVERSIDADE DO AMAZONAS FACULDADE DE TECNOLOGIA
CURSO DE ENGENHARIA QUÍMICA Setor Sul do Campus Universitário - Bloco H, Av. Gal. Rodrigo Octávio Jordão Ramos, 3000 – Coroado Coroado 69077-000 Manaus, AM. Fone/Fax: (092) 3647-4035/4028
FTQ013 – OPERAÇÕES OPERAÇÕES UNITÁRIAS III LISTA 4 1. (Geankoplis) Uma corrente de alimentação de 10000 Ib m, e 130 ºF contendo 47,0 lb de FeSO4/100 lb total de água, arrefeceu-se a 80 ºC, para extrair cristais de FeSO 4.7H20. A solubilidade do sal é de 30,5 lb FeS0 4/100 lb de água total. A capacidade calorífica média da corrente de alimentação, é de 0,70 BTU/lb.ºF. O calor de solução a 18 ºC é - 4,4 kcal/gmol (-18,4 kJ/gmol) de FeSO 4.7H20. Calcular o rendimento dos cristais e definir o equilíbrio térmico. Não suponha água vaporizando. Resp: 2750 lbm de crsitais de FeSO 4.7H2O; = 428300 (− 491900 ) 2. (Mccabe) Uma solução de MgSO 4 contendo 43% de sólidos por 100 g de água como alimentação entra em um cristalizador sob vácuo a 220 ºF. O vácuo no cristalizador corresponde a uma temperatura de ebulição da água de 43 ºF, e a solução saturada de MgSO4, tem uma elevação do ponto de ebulição de 2 ºF. Quanta alimentação deve ser introduzida no cristalizador para produzir 1 tonelada de sal Epsom (MgSO 4.7H2O) por hora? Resp: 2512,6 kg de MgSO 4.7H2O 3. (Perry) Um lote de 10000 lb de uma solução de MgSO 4 a 32,5 por cento a 120 °F é arrefecido sem evaporação apreciável a 70 °F. Qual o peso dos cristais de MgSO 4.7H2O será formado (se é assumido que o licor mãe deixando é saturado)? Qual a solubilidade da solução mãe a temperatura de 70 ºF? Qual a quantidade em massa de solução máe produzida nestas condições? Resp: 2850,6 lb; 35,1 lb de MgSO4/100 lb de H 2O; 7149,6 lb de solução.
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LISTA 5 - EVAPORADORES
1. Em um evaporador simples se concentram 20000 kg/h de uma solução de 10% a 50% em peso. O vapor de aquecimento é vapor saturado a 1,6 ata e na câmara de evaporação se mantém uma pressão absoluta de 450 mmHg. Para a solução de 50% o e.p.e é de 10 °C e a capacidade calorifica a pressão constante da solução diluída é 0,85kcal/kg°C. Considerando desprezíveis os efeitos térmicos de diluição e dissolução, determine o consumo horário de vapor e a superfície de aquecimento necessária. A solução entra no evaporador a 25°C e U=1800kcal/m²h°C. (Resposta: W=18679,1kg/h; A=320 m² ) 2. Uma solução de NaOH é concentrada de 8% a 25% em peso em um evaporador simples. A alimentação é de 3000 kg/h. Antes da solução entrar no evaporador, ela é aquecida em um trocador de calor até 70 °C empregando como meio de aquecimento o condensado que sai da câmara de condensação. Para o aquecimento do evaporador é empregado vapor saturado a 108 °C, mantendo-se a câmara de evaporação na pressão absoluta de 90 mmHg. Determine o coeficiente integral de transmissão de calor sabendo que a superfície de aquecimento é de 20 m². ( Resposta: W=2127 kg/h; U=1534,76 kcal/hm²°C) . 3. Um evaporador de simples efeito está concentrando 9070 kg/h de uma solução de soda caustica (NaOH) de 20% em massa para 50%. A pressão absoluta do vapor é de 1,37 atm, a pressão absoluta da fase vapor da solução é 100 mmHg (T ebulição da água igual a 124 ºF nessa pressão). O coeficiente global de transferência de calor estimado é 1400 W/m² ºC. A temperatura da alimentação é 100 ºF (37,8 ºC). Calcule a quantidade de vapor consumido, a economia e a área superficial de aquecimento requerida. 4. Determinar a EPE das seguintes soluções de solutos orgânicos em água. Use figura 11.124 (Perry, 8ª edição). a) Uma solução de 30% em peso de ácido cítrico em água, que entra em ebulição a 220 ºF (104,4 ºC). Resposta: 2,2 ºF
b) Uma solução a 40% em peso de sacarose em água, que entra em ebulição a 220 ºF (104,4 ºC). Resposta = 2,1 ºF
5. Determinar o ponto de ebulição da solução e EPE nos seguintes casos de ebulição: a) Uma solução de NaOH a 30% em um evaporador de pressão ebulição de 172,4 kPa (25 psia). Resposta = 15 ºC.
b) Uma solução de NaOH a 60% em ebulição uma pressão do evaporador de 3,45 kPa (0,50 psia). Resposta = 5,5 ºC
6. Um evaporador concentra F a 311 K kglh de uma solução de NaOH a 20% em peso a 50% em peso. O vapor de água saturado para o aquecimento é 399,3 K. A pressão do evaporador é de 13,3 kPa abs. O coeficiente total é de 1420 W/m 2K e a área é de 86,4 m2. Calcular o F, taxa de alimentação do evaporador. Resposta = F = 9072 kg/h
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7. Concentra-se o suco de tomate com 12% de sólidos por peso para 25% de sólidos em um evaporador tipo película. A temperatura máxima para o sumo de tomate é de 135 "F, que é a temperatura do produto. (A alimentação entra 100 ºF). Vapor saturado a 25 lbabs /in2 como um meio de aquecimento é utilizado. O coeficiente total de transferência de calor U é de 600 btu/h.ft2.ºF e A é a área de 50 ft 2. Estima-se que a capacidade calorífica é de 0,95 btu/lbmºF. Negligenciar qualquer elevação do ponto de ebulição. Calcule a taxa de alimentação do suco de tomate para o evaporador. 8. Uma solução com EPE negligenciável é evaporada numa unidade de triplo efeito por vapor saturado 121,1 ºC (394,3 K). A pressão de vapor no último efeito é de 25,6 kPa abs. Os coeficientes de transferência de calor são U1 = 2840, U2 = 1988 e U3 = 1420 W/ m2K, enquanto as áreas são iguais. Estimar o ponto de ebulição em cada efeito. Resposta = T1 = 108,6 ºC; T2 = 90,7 ºC; T3 = 65,6 ºC
9. É empregado um evaporador de efeito simples para concentrar uma alimentação de 10000 lbm /h de uma solução de cana-de-açúcar a 80 °F tendo 15 °Brix (Brix é igual a percentagem de açúcar, em peso) a 30 ° Brix, para utilização num produto alimentar. Dispõe-se de vapor saturado a 240 °F para aquecimento. O evaporador está a uma pressão de 1 atm abs. O valor total de U é de 350 Btu/h.ft 2.ºF e a capacidade calorífica da alimentaçãos é cp = 0,91 Btu/lbmºF. A estimativa da elevação do ponto de ebulição pode ser obtida pela expressão 1,78 6,22 . Considere-se que o calor da solução é insignificante. Calcular a área do evaporador e o consumo de vapor por hora necessária. Resposta = A = 67 ft 2; S = 6380 lb m /h de vapor
492
OPERACIONES
UNITARIAS
EN
INGENIERIA
QUIMICA
250
0
50
0
100
150
TEMPERATURA DE Figura 16 4 .
.
20 0
250
30 0
350
DEL AGUA,
Líneas de Dühring para el sistema hidróxido sódico-agua.
una distancia de pies por debajo de la superficie está sometida a la presión del espacio de vapor más una carga de Z pies de líquido y, por consiguiente, tiene un punto de ebullición más elevado. Además, cuando la velocidad del líquido es grande, las pérdidas por fricción en los tubos aumentan todavía más la presión media del líquido. Por tanto, en un evaporador real el punto medio de ebullición del líquido en los tubos es superior al punto de ebullición correspondiente a la presión existente en el espacio de vapor. Este aumento del punto de ebullición disminuye la caída media de temperatura entre el vapor de agua condensante y el líquido y reduce la capacidad. La reducción no puede estimarse cuantitativamente con precisión, pero el efecto cualitativo de la carga de líquido, especialmente con elevadas alturas de líquido y grandes velocidades, no puede ignorarse. La Figura 16.5 relaciona las temperaturas en un evaporador con la distancia a lo largo del tubo, medida desde el fondo. El diagrama corresponde a un evaporador de tubos largos verticales con flujo ascendente del líquido. El vapor de agua entra en el evaporador por la parte superior de la camisa de vapor que rodea a los tubos y circula hacia abajo. El vapor de agua que entra puede estar
EVAPORATORS
FIG. 11-124
11-115
Boiling-point rise of aqueous solutions. °C = 5/9 (°F − 32).
enough so that most of the entrained droplets can settle out against the rising flow of vapor. Allowable velocities are governed by the Souders-Brown equation: V = k (ρ − ρ ρ v, in which k depends on 1 v) / the size distribution of droplets and the decontamination factor F desired. For most evaporators and for F between 100 and 10,000, k 0.245/(F − 50)0.4 (Standiford, Chemical Engineers’ Handbook, 4th ed., McGraw-Hill, New York, 1963, p. 11–35). Higher values of k (to about 0.15) can be tolerated in the falling-film evaporator, where most of the entrainment separation occurs in the tubes, the vapor is scrubbed by liquor leaving the tubes, and the vapor must reve rse direction to reach the outlet. Foaming losses usually result from the presence in the evaporating liquid of colloids or of surface-tension depressants and finely divided solids. Antifoam agents are often effective. Other means of combating foam include the use of steam jets impinging on the foam surface, the removal of product at the surface layer, where the foaming agents seem to concentrate, and operation at a very low liquid level so that hot surfaces can break the foam. Impingement at high velocity against a baffle tends to break the foam mechanically, and this is the reason that the long-tube vertical, forced-circulation, and agitated-film evaporators are particularly effective with foaming liquids. Operating at lower temperatures and/or higher-dissolved solids concentrations may also reduce foaming tendencies. Splashing losses are usually insignificant if a reasonable height has been provided between the liquid level and the top of the vapor head. The height required depends on the violence of boiling. Heights of 2.4 to 3.6 m (8 to 12 ft) or more are provided in short-tube vertical evaporators, in which the liquid and vapor leaving the tubes are projected upward. Less height is required in forced-circulation evaporators, in which the liquid is given a centrifugal motion or is projected down ward as by a baffle. The same is true of long-tube vertical evaporators, in which the rising vapor-liquid mixture is projected against a baffle.
Entrainment losses by flashing are frequently encountered in an evaporator. If the feed is above the boiling point and is introduced above or only a short distance below the liquid level, entrainment losses may be excessive. This can occur in a short-tube-type evaporator if the feed is introduced at only one point below the lower tube sheet (Kerr, Louisiana Agric. Expt. Stn. Bull. 149, 1915). The same difficulty may be encountered in forced-circulation evaporators having too high a temperature rise through the heating element and thus too wide a flashing range as the circulating liquid enters the body. Poor vacuum control, especially during startup, can cause the generation of far more vapor than the evaporator was designed to handle, with a consequent increase in entrainment. Entrainment separators are frequently used to reduce product losses. There are a number of specialized designs available, practically all of which rely on a change in direction of the vapor flow when the vapor is traveling at high velocity. Typical separators are shown in Fig. 11-122, although not necessarily with the type of evaporator with which they may be used. The most common separator is the cyclone, which may have either a top or a bottom outlet as shown in Fig. 11-122a and b or may even be wrapped around the heating ele ment of the next effect as shown in Fig. 11-122 f. The separation efficiency of a cyclone increases with an increase in inlet velocity, although at the cost of some pressure drop, which means a loss in available temperature difference. Pressure drop in a cyclone is from 10 to 16 velocity heads [Lawrence, Chem. Eng. Prog., 48, 241 (1952)], based on the velocity in the inlet pipe. Such cyclones can be sized in the same manner as a cyclone dust collector (using velocities of about 30 m/s (100 ft/s) at atmospheric pressure) although sizes may be increased some what in order to reduce losses in available temperature difference. Knitted wire mesh serves as an effective entrainment separator when it cannot easily be fouled by solids in the liquor. The mesh is available in woven metal wire of most alloys and is installed as a blanket
720
Tables in SI Units
TABLE A-2
Properties of Saturated Water (Liquid–Vapor): Temperature Table Specific Volume m3 /kg
O 2 H
Internal Energy kJ/kg
Enthalpy kJ/kg
Entropy kJ/kg # K
Press. bar
Sat. Liquid 3 vf 10
Sat. Vapor
Sat. Liquid
Sat. Vapor
Sat. Liquid
Evap.
Sat. Vapor
Sat. Liquid
Sat. Vapor
vg
uf
ug
hf
hfg
hg
sf
sg
.01 4 5 6 8
0.00611 0.00813 0.00872 0.00935 0.01072
1.0002 1.0001 1.0001 1.0001 1.0002
206.136 157.232 147.120 137.734 120.917
0.00 16.77 20.97 25.19 33.59
2375.3 2380.9 2382.3 2383.6 2386.4
0.01 16.78 20.98 25.20 33.60
2501.3 2491.9 2489.6 2487.2 2482.5
2501.4 2508.7 2510.6 2512.4 2516.1
0.0000 0.0610 0.0761 0.0912 0.1212
9.1562 9.0514 9.0257 9.0003 8.9501
.01 4 5 6 8
10 11 12 13 14
0.01228 0.01312 0.01402 0.01497 0.01598
1.0004 1.0004 1.0005 1.0007 1.0008
106.379 99.857 93.784 88.124 82.848
42.00 46.20 50.41 54.60 58.79
2389.2 2390.5 2391.9 2393.3 2394.7
42.01 46.20 50.41 54.60 58.80
2477.7 2475.4 2473.0 2470.7 2468.3
2519.8 2521.6 2523.4 2525.3 2527.1
0.1510 0.1658 0.1806 0.1953 0.2099
8.9008 8.8765 8.8524 8.8285 8.8048
10 11 12 13 14
15 16 17 18 19
0.01705 0.01818 0.01938 0.02064 0.02198
1.0009 1.0011 1.0012 1.0014 1.0016
77.926 73.333 69.044 65.038 61.293
62.99 67.18 71.38 75.57 79.76
2396.1 2397.4 2398.8 2400.2 2401.6
62.99 67.19 71.38 75.58 79.77
2465.9 2463.6 2461.2 2458.8 2456.5
2528.9 2530.8 2532.6 2534.4 2536.2
0.2245 0.2390 0.2535 0.2679 0.2823
8.7814 8.7582 8.7351 8.7123 8.6897
15 16 17 18 19
20 21 22 23 24
0.02339 0.02487 0.02645 0.02810 0.02985
1.0018 1.0020 1.0022 1.0024 1.0027
57.791 54.514 51.447 48.574 45.883
83.95 88.14 92.32 96.51 100.70
2402.9 2404.3 2405.7 2407.0 2 408.4
83.96 88.14 92.33 96.52 100.70
2454.1 2451.8 2449.4 2447.0 2 444.7
2538.1 2539.9 2541.7 2543.5 2545.4
0.2966 0.3109 0.3251 0.3393 0.3534
8.6672 8.6450 8.6229 8.6011 8 .5794
20 21 22 23 24
25 26 27 28 29
0.03169 0.03363 0.03567 0.03782 0.04008
1.0029 1.0032 1.0035 1.0037 1.0040
43.360 40.994 38.774 36.690 34.733
104.88 109.06 113.25 117.42 121.60
2 409.8 2 411.1 2 412.5 2 413.9 2 415.2
104.89 109.07 113.25 117.43 121.61
2 442.3 2 439.9 2 437.6 2 435.2 2 432.8
2547.2 2549.0 2550.8 2552.6 2554.5
0.3674 0.3814 0.3954 0.4093 0.4231
8 .5580 8 .5367 8 .5156 8 .4946 8 .4739
25 26 27 28 29
30 31 32 33 34
0.04246 0.04496 0.04759 0.05034 0.05324
1.0043 1.0046 1.0050 1.0053 1.0056
32.894 31.165 29.540 28.011 26.571
125.78 129.96 134.14 138.32 142.50
2 416.6 2 418.0 2 419.3 2 420.7 2 422.0
125.79 129.97 134.15 138.33 142.50
2 430.5 2 428.1 2 425.7 2 423.4 2 421.0
2556.3 2558.1 2559.9 2561.7 2563.5
0.4369 0.4507 0.4644 0.4781 0.4917
8 .4533 8 .4329 8 .4127 8 .3927 8 .3728
30 31 32 33 34
35 36 38 40 45
0.05628 0.05947 0.06632 0.07384 0.09593
1.0060 1.0063 1.0071 1.0078 1.0099
25.216 23.940 21.602 19.523 15.258
146.67 150.85 159.20 167.56 188.44
2 423.4 2 424.7 2 427.4 2 430.1 2 436.8
146.68 150.86 159.21 167.57 188.45
2 418.6 2 416.2 2 411.5 2 406.7 2 394.8
2565.3 2567.1 2570.7 2574.3 2583.2
0.5053 0.5188 0.5458 0.5725 0.6387
8 .3531 8 .3336 8 .2950 8 .2570 8 .1648
35 36 38 40 45
Temp. C
Temp. C
Tables in SI Units
TABLE A-2
721
(Continued ) Specific Volume m3 /kg
Internal Energy kJ/kg
Enthalpy kJ/kg
Entropy kJ/kg # K
Press. bar
Sat. Liquid 3 vf 10
Sat. Vapor
Sat. Liquid
Sat. Vapor
Sat. Liquid
Evap.
Sat. Vapor
Sat. Liquid
Sat. Vapor
vg
uf
ug
hf
hfg
hg
sf
sg
50 55 60 65 70
.1235 .1576 .1994 .2503 .3119
1.0121 1.0146 1.0172 1.0199 1.0228
12.032 9.568 7.671 6.197 5.042
209.32 230.21 251.11 272.02 292.95
2443.5 2450.1 2456.6 2463.1 2469.6
209.33 230.23 251.13 272.06 292.98
2382.7 2370.7 2358.5 2346.2 2333.8
2592.1 2600.9 2609.6 2618.3 2626.8
.7038 .7679 .8312 .8935 .9549
8.0763 7.9913 7.9096 7.8310 7.7553
50 55 60 65 70
75 80 85 90 95
.3858 .4739 .5783 .7014 .8455
1.0259 1.0291 1.0325 1.0360 1.0397
4.131 3.407 2.828 2.361 1.982
313.90 334.86 355.84 376.85 397.88
2475.9 2482.2 2488.4 2494.5 2500.6
313.93 334.91 355.90 376.92 397.96
2321.4 2308.8 2296.0 2283.2 2270.2
2635.3 2643.7 2651.9 2660.1 2668.1
1.0155 1.0753 1.1343 1.1925 1.2500
7.6824 7.6122 7.5445 7.4791 7.4159
75 80 85 90 95
Temp. C
Temp. C
100 110 120 130 140
1.014 1.433 1.985 2.701 3.613
1.0435 1.0516 1.0603 1.0697 1.0797
1.673 1.210 0.8919 0.6685 0.5089
418.94 461.14 503.50 546.02 588.74
2506.5 2518.1 2529.3 2539.9 2550.0
419.04 461.30 503.71 546.31 589.13
2257.0 2230.2 2202.6 2174.2 2144.7
2676.1 2691.5 2706.3 2720.5 2733.9
1.3069 1.4185 1.5276 1.6344 1.7391
7.3549 7.2387 7.1296 7.0269 6.9299
100 110 120 130 140
150 160 170 180 190
4.758 6.178 7.917 10.02 12.54
1.0905 1.1020 1.1143 1.1274 1.1414
0.3928 0.3071 0.2428 0.1941 0.1565
631.68 674.86 718.33 762.09 806.19
2559.5 2568.4 2576.5 2583.7 2590.0
632.20 675.55 719.21 763.22 807.62
2114.3 2082.6 2049.5 2015.0 1978.8
2746.5 2758.1 2768.7 2778.2 2786.4
1.8418 1.9427 2.0419 2.1396 2.2359
6.8379 6.7502 6.6663 6.5857 6.5079
150 160 170 180 190
200 210 220 230 240
15.54 19.06 23.18 27.95 33.44
1.1565 1.1726 1.1900 1.2088 1.2291
0.1274 0.1044 0.08619 0.07158 0.05976
850.65 895.53 940.87 986.74 1033.2
2595.3 2599.5 2602.4 2603.9 2604.0
852.45 897.76 943.62 990.12 1037.3
1940.7 1900.7 1858.5 1813.8 1766.5
2793.2 2798.5 2802.1 2804.0 2803.8
2.3309 2.4248 2.5178 2.6099 2.7015
6.4323 6.3585 6.2861 6.2146 6.1437
200 210 220 230 240
250 260 270 280 290
39.73 46.88 54.99 64.12 74.36
1.2512 1.2755 1.3023 1.3321 1.3656
0.05013 0.04221 0.03564 0.03017 0.02557
1080.4 1128.4 1177.4 1227.5 1278.9
2602.4 2599.0 2593.7 2586.1 2576.0
1085.4 1134.4 1184.5 1236.0 1289.1
1716.2 1662.5 1605.2 1543.6 1477.1
2801.5 2796.6 2789.7 2779.6 2766.2
2.7927 2.8838 2.9751 3.0668 3.1594
6.0730 6.0019 5.9301 5.8571 5.7821
250 260 270 280 290
85.81 112.7 145.9 186.5 220.9
1.4036 1.4988 1.6379 1.8925 3.155
0.02167 0.01549 0.01080 0.006945 0.003155
1332.0 1444.6 1570.3 1725.2 2029.6
2563.0 2525.5 2464.6 2351.5 2029.6
1344.0 1461.5 1594.2 1760.5 2099.3
1404.9 1238.6 1027.9 720.5 0
2749.0 2700.1 2622.0 2481.0 2099.3
3.2534 3.4480 3.6594 3.9147 4.4298
5.7045 5.5362 5.3357 5.0526 4.4298
300 320 340 360 374.14
300 320 340 360 374.14
Source: Tables A-2 through A-5 are extracted from J. H. Keenan, F. G. Keyes, P. G. Hill, and J. G. Moore, Steam Tables, Wiley, New York, 1969.
O 2 H
UNIVERSIDADE DO AMAZONAS FACULDADE DE TECNOLOGIA
CURSO DE ENGENHARIA QUÍMICA Setor Sul do Campus Universitário - Bloco H, Av. Gal. Rodrigo Octávio Jordão Ramos, 3000 – Coroado Coroado 69077-000 Manaus, AM. Fone/Fax: (092) 3647-4035/4028
4. Uma tonelada por hora de uma solução aquosa contendo 60 % de KNO 3 em peso à temperatura de 90 ºC, deve ser resfriada de modo a permitir a cristalização de 50 % do sal contido na solução. Determinar a temperatura na qual inicia a cristalização. Determinar até que temperatura se deve resfriar a solução original para ser obtida a recuperação desejada. Qual a fração mássica da solução mãe? Qual a quantidade solução mãe produzida e a quantidade de cristais produzidos de KNO3? Dados de solubilidade do KNO 3: Solubilidade T (ºC) g KNO3/100 g de H2O 20 33 30 45 40 63 50 84 60 110 70 138 80 162
Resp: 45,7 ºC; 0,429 de KNO3; 700,53 kg de sol ução e 300,2 kg de cristais crista is de KNO 3.
